（材料加工工程专业论文）燃气辐射加热炉的换热效率与cfd数值模拟研究.pdf

硕士学位论文 摘要 燃烧加热炉是石油、化工行业的重要装置，消耗着大量的能源。本文在实验 室条件下自行设计、建设了燃烧加热炉模型装置，以液化气为燃料，采用直喷燃 烧方式，实验与数值模拟研究探讨了炉内被加热管道在不同的空间位置、不同的 燃料消耗量( 燃烧负荷) 以及不同的加热介质流量等工况下的宏观换热效果以及 在燃烧加热炉内形成的燃烧温度场、湍流流动场等变化规律。 模型实验研究表明：在确保换热管道安全的前提下( 管壁上最高温度 5 3 0 。c ) ，加热炉内换热管离中心火焰的距离存在最佳的距离，本模型中距离 l o o m m 左右，而且换热管壁上的温度分布比较均匀，换热效果较高；在炉内， 加热管的空间位置、加热介质流量给定时，加热炉存在一个较佳的燃烧负荷，高 于或低于这个热负荷，加热炉的换热效率都有所降低，排烟温度升高；研究还表 明，加热管的空间位置和加热炉的燃烧负荷一定时，换热介质水的流量同样存在 最佳值，当在最佳值4 0 l h 附近时，加热炉的换热效率较高，高于或低于最佳流 量，加热炉的换热效率都有下降的趋势。 通过对燃烧加热炉的数值模拟研究，得到了不同燃烧工况下加热炉内的温度 场、速度场、组分浓度场。发现随着加热炉燃气流量的增大，炉内的燃烧状况明 显得到加强，火焰形成的高温区域明显变长变宽，有利于炉内换热并且热效率的 提高；在同一液化气流量下，在距离喷嘴较近的位置，燃料及空气浓度先升高后 降低，随着炉膛高度的增加，燃料浓度和空气浓度下降，生成产物的浓度增加， 因此要达到完全燃烧所需的时间和火焰延伸的距离会更长。在喷嘴上方与炉底下 方的区域，由于液化气与空气湍流混合，空气中的氧分子向火焰中心扩散，气体 在此区域的平均速度较大。在z o 3 m ，冷空气在重力的作用下，沉降在炉膛底 部，换热管及炉壁周围存在低温区。在对炉膛传热数值模拟方面，得到了炉膛不 同高度的温度分布，与实测结果比较分析表明：当本研究中采用气体燃烧中的涡 破碎模型时，模拟分析得到的数值结果与实验测量的温度场比较吻合，说明：气 体燃烧中的涡破碎模型比较适用于本研究中的气体燃烧加热炉的模拟预测研究， 该研究结果对指导现实加热炉内的数值模拟与现场优化调节具有指导意义。 关键词：燃烧气体辐射加热炉换热效率数值模拟 a b s t r a c t a b s t r a c t t h ec o m b u s t i o nr a d i a t i o nf u r n a c ew a sa ni m p o r t a n te q u i p m e n ti no i lo rc h e m i c a l i n d u s t r y , i tc o n s u m e dal o to fe n e r g y i tw a sb u i l taf u r n a c ei n s t a l l a t i o ni nl a b o r a t o r y , u s e dg a s o la sf u e la n dd i r e c ti n j e c t i o nc o m b u s t i o nm o d e t h ee x p e r i m e n ta n dt h e n u m e r i c a ls i m u l a t i o nh a dd i s c u s s e dh e a tt r a n s f e re f f e c t ，t h ec h a n g el a wo fc o m b u s t i o n t e m p e r a t u r ea n dr u s h i n gw a t e rf l o w sb yc h a n g i n gt h eh e a tt r a n s f e rp i p ei nad i f f e r e n t l o c a t i o n ，d i f f e r e n tg a sa n dm e d i af l o wi nt h ec o m b u s t i o nr a d i a t i o nf u r n a c e t h em o d e le x p e r i m e n ti n d i c a t e d ：e n s u r i n gt h eh e a tt r a n s f e r p i p es a f e ( t h e m a x i m u mt u b e w a l lt e m p e r a t u r e 1 7 时，热损失随过剩空 气0 c 的增大而增大；当a 1 时，v = v o + ( a 一1 ) ( 2 - 5 ) 当口 1 时，v = v 0 一( 1 一a ) 而7 9 ( 2 - 6 ) 2 1 4 过剩空气系数的计算 计算过剩空气系数的方法有很多，在实际计算过程中，多采用氮平衡法进行 计算，用氮平衡法可表示为： 口：旦雨 ( 2 7 ) 萨而藏 u 式中n 。，0 2 ，c o 一为烟气中各组成的体积百分数。 1 2 硕士学位论文 2 1 5 辐射换热效率计算 加热炉的热效率表示向炉子提供的能量被有效利用的程度，用公式表示：日= 被加热流体吸收的有效热量供给炉子的能量，即 q2q q ，1 0 0 o 6 0 ( 2 8 ) 式中，q 表示介质实际吸收的热量( j ) ；q ，包括燃料燃烧后释放出的低热值、燃 料以及空气带入体系的显热( j ) 。 2 1 6 换热管的热流密度计算 换热管的热流密度是指单位时间内通过单位表面积的热量，用g 表示，单位 为z ，可用下式计算： q ：黑：羔( 2 - 9 ) a 2 2 l 2 s4 r l 式中，q 表示介质吸收的有效热( j ) ；，表示换热管的外半径( m ) ； ，表示换热管在 炉膛中的长度( m o 2 1 7 加热炉的热平衡计算 2 1 7 1 加热炉热收入项计算1 1 加热炉的热收入项包括：燃料低发热值q l ( j ) ；燃料带入体系的显热q 2 ( j ) ； 燃烧空气带入的显热q 3 ( j ) 。 ( 1 ) 燃料低发热值q l ： 对于石油液化气，完全燃烧的低热发热值： q 1 = b q o( 2 1 0 ) 式中，b 为燃料消耗量，k g h 。 ( 2 ) 燃料带入体系的显热q 2 实验过程中，热平衡的基准温度为o 。c ，则燃料带入体系的显热： q 2 2b c 。t 。( 2 - 1 1 ) 式中c 2 ，是指燃料在o 。c - 至0 乞之间的平均比热，k j ( k g k ) 。 ( 3 ) 燃烧空气带入的显热q 13 第2 章加热炉的燃烧计算及实验研究 同上，热平衡的基准温度为o 。c ，燃烧空气带入的显热： ( 2 1 2 ) 式中c s 是指空气在o 到f ：；之间的平均比热，k j ( k g k ) ；是单位质量液化气实 际消耗的空气重量，k g k g 。 2 1 7 2 加热炉热支出项计算 加热炉热支出项包括：换热介质吸收的有效热q 4 ；排烟损失热q 5 ；机械不完 全燃烧损失热q 6 ；化学不完全燃烧损失热q 7 ：炉墙散热损失q 8 。 ( 1 ) 加热炉中的有效热是指介质水吸收的热量 q 4 = c 。m t 。 ( 2 - 1 3 ) 式中，c 4 是指水的比热，k j ( k g k ) ；a t 4 是指水升高的温度，k 。 ( 2 ) 加热炉的排烟热损失 排烟损失的大小跟排烟温度和排烟量有关，排烟损失可用下式计算： q 55 b v z c 。t( 2 - 1 4 ) i 式中，c ；是指烟气中各组分在排烟温度为t 的比热，k j ( k g k ) ；v 为单位燃料 燃烧时产生的各组分的烟气量，m 3 m 3 或m 3 k g 。 ( 3 ) 机械不完全燃烧损失 管道密封不严实，从液化气罐到喷嘴之间的管道存在漏损燃料，形成了机械 不完全燃烧，其热损失可用下式： q 6 = k b q o ( 2 - 1 5 ) 式中，k 为机械不完全燃烧系数，一般k 取0 0 3 - - 0 0 5 。 ( 4 ) 化学不完全燃烧损失 当燃料燃烧时，由于空气量供给不足或燃烧装置的混合性能不好，都会造成 燃料的化学不完全燃烧。在烟气中含有可燃物质，主要是c 0 和h 。，化学不完全 燃烧损失可用下式计算： q 7 = b v ( 1 2 6 5 c 0 + 1 0 7 6 h r ) ) ( 2 _ 1 6 ) 1 4 硕士学位论文 式中，c o 、h ，分别为烟气中各自的体积百分数。 ( 5 ) 炉墙砌体散失的热损失 对连续操作的加热炉，砌体温度分布处于稳定状态下，通过炉墙、炉顶和炉 底的散热损失的热量( k j h ) ： q 8 2 豇t - j t , 啦9 3 f ( 2 1 7 ) 葛a i a 式中：t k 为炉外空气温度( k ) ；辜为炉砌体各层热阻的总和( m 2 h k k j ) ； s 为各层厚度( m ) ；九i 为相应各层材料的导热系数( k j ( m 2 h k ) ) ；a 为炉 墙外侧空气对流传热系数( k j ( m 2 h k ) ) ，一般取a = 6 7 - - 一7 1 ( k j ( m 2 h ) ) ； q k 为热流，指炉墙单位时间内的传热量( k j ( m 2 h ) ) ；f 炉墙外边的散热面积 ( m 2 ) 。 2 2 实验研究 辐射室是通过火焰或高温烟气进行辐射传热的部分，这个部分是热交换的主 要场所，加热炉的热负荷主要是由辐射室担负的。在辐射室中，不仅包括辐射传 热，还包括燃料与空气的燃烧过程，烟气对管壁、管壁对管内介质的热传导过程。 所以辐射室内的传热过程是一个复杂的传热传质过程。本实验的加热炉是一个缩 小的模型加热炉，选取其辐射室进行实验具有代表意义。 2 2 1 实验装置 2 2 1 1 实验装置 试验加热炉的外形尺寸为6 9 0 m m x 4 0 0 m m x 2 2 0 0 m m ，辐射室的尺寸为 4 5 0 m m x l 6 0 m m x l 0 0 0 m m ，换热管的直径为2 2m m ，可以分布在辐射室中的三 个位置，如下图所示： 1 5 第2 章加热炉的燃烧计算及实验研究 图2 1 实验装置 f i g 2 - 1e x p e r i m e n t a ld e v i c e 3 2 11 2 3 ，、 _ ( 、，一、， 、，、一，一、 l】n 5 03 0 n5 0 图2 - 2 换热管在炉中位置示意图 f i g 2 - 2t h el o c a t i o nd i a g r a mo fh e a te x c h a n g e ri nt h ef u r n a c e 换热管的上下用耐热的硅胶管连接，试验中用水作为换热介质。炉膛内壁采 用轻质粘土砖和石棉板作为保温材料，燃料采用石油液化气，其主要成分是丙烷 ( 3 0 左右) 和丁烷( 7 0 左右) 。 2 2 1 2 气体测试的目的、工作原理及其装置 气体测试的目的是通过对烟气中各种成分及含量的测定，了解炉内的燃烧工 况，提出正确的燃烧调整方案，以保持加热炉的高效率。 本实验采用奥氏气体分析仪对烟气进行分析，其工作原理是利用某些化学药 剂对气体具有选择性吸收的特性。如将一定量的烟气反复多次流经这些药剂时， 其中某一成分的气体便与之反应而被吸收。通过在等温等压条件下对气体减量的 测定，便可获得该气体的容积百分数，其测试装置如下： 16 硕士擘位论文 烟气 1 , 2 ，3 吸收剂瓶；4 一橡皮球；5 一缓冲瓶；6 一旋阀； 8 三通阀；9 一梳形管；1 0 - - 水夹层；1 1 一量筒：1 2 - - 水准瓶 图2 - 3 奥氏气体分析仪装置图 f i g2 - 3 a u s 扛i a 。s g a s a n a l y z e r i n s t a l l a t i o n 使用奥氏气体分析仪时要注意两点： ( i ) 取样时的烟气含有水蒸气，在定温、定压下的饱和气体所含水蒸气的体积和 干烟气的体积比例是一定的，在流经灌着水的u 形管后，可以认为干烟气某一 部分被吸收，水蒸气也成比例的凝结掉，这样量筒上读到的是干烟气成分的体积 百分数。 ( 2 ) 烟气进入吸收瓶的顺序不能颠倒，最先吸收的是r 0 2 ，其次吸收的是o ：，最后吸 收的是c o 。 2 2 i 3 测温装置 实验测温硬件组成及连接图如下： l 2 竺j 图4 _ 4 测温硬件连接示意图 f i g4 - 4c o n n e c t i o nd i a g r a mo f t e m p e r a t a r 0m e a s u r e m e mh “d w a r e 各模块简介： 上位机：用于数据处理及用户交互界面( 软件：c o n 廿o x 2 0 0 0 组态软件) l t m 8 5 2 0 ：隔离型r s 4 8 5 2 3 2 转换模块 第2 章加热炉的燃烧计算及实验研究 l t m 一8 6 6 2 ：多功能采集模块，可同时实现各种开关量，模拟量的采集和控制。 l t m 8 9 0 2 ：数字化k 型热电偶测量单元 l t m 8 6 6 2 实现了i t u 总线与卜w i r e 总线的统一，可同时处理i t u 总线和 i w i r e 总线的信息。在测温过程中，l t m 一8 6 6 2 为二级总线结构，一级是 l t m 8 6 6 2 与上位机之间的r s 4 8 5 总线。另一级是l t m 8 6 6 2 与所接的传感器 l t m 8 9 0 2 之间的总线。l t m - 8 6 6 2 是连接二级总线的枢纽，负责将采集信息送 往及控制信息发送到下一级传感器，是整个系统的核心。 l t m 一8 6 6 2 可以直接接入长英科技的各种数字化传感器，如l t m 8 6 6 2 配合 l t m 8 9 0 2 ，最多可支持6 4 路k 型热电偶输入。l t m 8 9 0 2 可接多种温度范围的k 型热电偶，具体以所配接k 型热电偶为准，但最高温度不可超过1 0 2 3 。c 。 图2 - 5 测温装置连接显示界面 f i g2 - 5t h ec o n n e c t i o nw i t hs h o wo f t e m p e r a t u r em e a s u r e m e n td e v i c e 硕士学位论文 图2 - 6 测温结果显示界面 f i g2 - 6t h ec o n n e c t i o nw i t hs h o wo f t e m p e r a t u r em e a s u r e m e n tr e s u h s 2 22 物性测量及计算结果 为了保证液化气充分的燃烧，实验中五个工况的空气过剩系数均保持在12 左右，实验工况是在相同的环境温度下，调整液化气流量，由单位时间内消耗不 同重量的液化气得到。 表2 1 不同的燃烧工况及低热值 t a b2 1d i f f e r e n tc o m b u s t i o nc o n d i t i o na n dl o wc a l o r i f i cv a l u e 9 第2 章加热炉的燃烧计算及实验研究 表2 - 2 液化气的物性计算 t a b 2 - 2c a l c u l a t i n gt h ep r o p e r t i e so fl i q u e f i e d 表2 3 液化气的燃烧产物物性参数及计算( 1 k g 液化气) t a b 2 3t h ec o m b u s t i o np a r a m e t e r so fl i q u e f i e dp e t r o l e u m g a sp r o d u c t sa n dc a l c u l a t i o n 烟气组分 c 0 20 2 h 2 0 n ， 比热( k j ( k g k 1 ) 0 8 2 6 0 9 1 51 8 5 9 1 0 3 9 体积( )1 03 8862 重量( k g ) 2 9 0 9 0 6 9 21 5 1 1 1 3 6 6 6 表2 4 五个不同工况测得的气体含量 t a b 2 - 4f i v ed i f f e r e n tc o n di t i o n so f g a sc o n t e n tm e a s u r e d 工况 干气体成分( 体积百分数) c 0 20 2 c o n 2 过剩空气系数a 从表2 4 中可以看出：五个不同的验工况，其过剩空气系数均在1 2 左右且 c o 的含量为0 ，说明整个实验过程的空气过剩系数相同的，实验数据是可靠的。 2 2 3 燃气辐射加热炉的热平衡测试 加热炉的热利用情况，可以通过炉子的热平衡来分析。加热炉热平衡的编制、 2 0 硕士学位论文 测定和计算，主要目的是为了进一步了解加热炉的工作状况，通过对加热炉各部 分能量收支平衡的计算和分析，可以初步判断影响热效率的因素。在实验过程中， 用奥氏气体分析仪对烟气进行分析，确保液化气完全燃烧且空气过剩系数保持在 1 2 ，实验加热炉2 h 才能达到稳定状态，判断工况稳定的标准是炉内燃烧正常， 待测点的温度读数值上下浮动在5 k 范围以内。 2 2 3 1 热收入： ( 1 ) 液化气燃烧释放出的化学热q l = b q o = 1 4 6 4 4 1 8 9 1 0 7 = 6 4 5 1 6 1 0 7 j ( 2 ) 液化气带入炉内的显热q 2 = b c 2 at 2 = 1 4 6 0 1 5 6 7 1 0 3 x 1 5 = 3 4 3 1 7 3 j ( 3 ) 空气带入炉内的显热q 3 = b l 。c 3 at 3 = 1 4 6 1 7 8 9 2 1 0 3 x 1 0 0 4 1 5 = 3 9 3 4 0 2 1 4 j 2 2 3 2 热支出： ( 1 ) 有效利用热q 4 = c 4 m t 4 = 4 1 8 1 0 3 1 4 0 2 1 6 = 1 2 6 4 0 1 0 7 j ( 2 烟气带走的热损失q 5 = b v ( c 5 t 5 一c ：t o ) = 1 4 6 ( 2 9 0 9 o 8 2 6 + 0 6 9 2 o 9 1 5 + 1 5 1 1 1 8 5 9 + 1 3 6 6 6 1 0 3 9 ) x 7 8 8 1 0 3 = 1 8 4 7 8 1 5 8 7 j ( 3 ) 机械不完全燃烧损失热( k 取o 0 5 ) q 6 = k b q o - - 0 0 5 6 4 5 1 6 1 0 7 = 3 2 2 5 8 1 0 6 j ( 4 ) 化学不完全燃烧损失热 化学不完全燃烧后，生成的烟气产物主要是c 0 和h 。，而收集到的烟气经干燥 后，用奥氏气体分析仪几乎检测不到c o 和h 。，因而可以近似地认为没有化学不 完全燃烧损失，即q ，= o 。 ( 5 ) 炉外壁散热损失 q 82 丽t - g k f 29 8 f2 ( 3 。一1 5 ) ( 。5 。1 9 7 5 + 。1 1 4 1 1 2 9 1 + 。1 4 3 ) 上一i = 1 九o c 2 9 0 1 = 5 9 1 9 5 4 8 j ，即e 。为5 9 1 9 5 4 8 j 。 加热炉的热收入为6 4 9 1 2 8 3 3 8 7 j ，热支出为5 7 7 3 7 9 1 3 6 j ，两者之前相差 7 1 7 4 9 2 0 2 7 j ，这可能是炉膛内的一部分热量在测量炉内温度的时候从测温孔散 出或从炉门处散失。本次热平衡是模型加热炉在稳定的情况下进行的测试，测试 时间在二小时左右，不明的热损失占总热收入的1 1 0 5 ，这部分热损失可能是 第2 章加热炉的燃烧计算及实验研究 从炉门处散失掉。 2 2 4 试验方案 衡量加热炉的一个重要指标是炉膛内的温度分布，它反应炉膛内传热的强 度。而加热炉的本质是一个换热器，炉内介质的升高温度同样是一个重要的指标， 所以用水作为换热介质进行炉膛内传热的小试验可以对比不同情况下的换热效 果。 为了找出换热管与某一操作参数之间的相互关系，得到相应的变化规律，则 其它操作参数就必须保持不变，这样所得到的变化规律才能比较客观地反映这一 事物的本质，本实验就是按照这一要求进行的。在实验中，采用直喷液化气燃烧 的方式，通过在不改变介质水流量的情况下，改变换热管在炉中的不同位置和改 变不同的热负荷，测试水的质量和在换热前后的温度，并对每次测试的数据进行 换热效率计算。不同情况下的换热效果可以直接反应炉膛内火焰及烟气对炉管的 传热情况；然后再研究水流量对换热效果的影响。 本次试验的目的就是测试在不同的热负荷，不同的介质流量以及在不同位置 时加热炉的换热效率，同时对炉膛出口烟气温度进行测量，以得到最佳方案。 2 2 5 试验结果及其讨论 两根换热管对称分布在炉中，且分布在炉中的三个位置。试验分三组进行， 每组五个工况，每个工况要2 h 才能达到稳定状态，判断工况稳定的标准是炉内 燃烧正常，待测点的读数上下浮动在5 k 范围以内。在每个位置不同工况的实验 当中，用热电偶测出换热管表面的温度。 2 2 5 1 换热管的表面温度分布 以换热管在炉膛中的高度为横坐标，换热管的壁面温度为纵坐标，得到换热 管在不同位置不同工况下沿高度方向的温度分布曲线，并以此分布图来判断炉膛 内烟气对炉管传热的强弱。 2 2 硕士学位论文 6 0 0 5 5 0 5 0 0 _ 4 5 0 高 4 0 0 3 5 0 3 0 0 0 20 40 6 0 81 0 h m 图2 - 7 换热管在x = l o o m m 处的壁面温度分布 f i g 2 - 7t h et e m p e r a t u r ed i s t r i b u t i o no ft u b ew a l lw i t hx = 1o o m m 6 0 0 5 5 0 型4 5 0 卜 4 0 0 3 0 0 n m 图2 8 换热管在x = 1 5 0 m m 处的壁面温度分布 f i g 2 - 8t h et e m p e r a t u r ed i s t r i b u t i o no f t u b ew a l lw i t hx = 1 5 0 m m 2 3 第2 章加热炉的燃烧计算及实验研究 h m 图2 - 9 换热管在x = 2 0 0 m m 处的壁面温度分布 f i g 2 - 9t h et e m p e r a t u r ed i s t r i b u t i o no ft u b ew a l lw i t hx = 2 0 0 r a m 图2 7 、图2 8 、图2 - 9 是在介质水流量一定的情况下，液化气流量、换热管 位置同换热管壁面温度之间的关系。从图中可以知道：从工况1 到工况3 ，液化 气流量增加后，换热管壁面温度升高，而且是温度分布整体上移。这是因为在空 气过剩系数不变的条件下，增加液化气流量，使得液化气与空气的混合带延长， 火焰长度增加，高温点后移。因此，提高了换热管的换热能力。从工况3 到工况 5 ，换热管的平均壁面温度变化不大，这是因为换热管在换热能力趋于稳定后， 继续提高液化气流量的同时，也提高了加热炉的排烟速度和排烟温度。 换热管表面温度分布的均匀性是一个十分重要的技术性能指标，换热管沿炉 膛高度温度分布不均匀性，使得炉管的平均温度降低，同时还影响换热管的使用 寿命。随着液化气流量的增加，炉膛中下部燃烧得到了强化，高温上移，但过大 的液化气流量反而不利于炉膛中温度场的均匀性，出口烟气的流速也会增大，使 得一部分高温烟气在炉膛中换热时间太短，因而影响加热炉热效率的提高。 从图2 7 、图2 8 、图2 - 9 中知：当换热管在位置x = l o o m m 处且以工况4 、 工况5 燃烧时，在靠近炉膛火焰的上方，换热管的壁面温度分布曲线出现了峰值， 易形成管壁局部过热，这说明换热管要与火焰中心保持一定的距离，过于靠近中 心易形成局部高温产生热应力，减少换热管的使用寿命。当换热管靠近炉中心且 以工况3 燃烧时，换热管的壁面温度分布要好于其它工况，再结合图2 7 、图2 8 、 2 4 硕士学位论文 图2 - 9 ，在同一工况3 中，换热管在x = l o o m m 和x = 1 5 0 m m 处的壁温分布曲线 很平缓，其均匀性好于换热管在x = 2 0 0 m m 处，因而其换热效率果也好于后者。 2 2 5 2 换热管在不同位置及燃气以不同的速度燃烧时的热流密度分布 从图2 1 0 中可以看出，换热管的热流密度同换热管在炉中的位置及燃气的 燃烧速度存在一定的关系。换热管在x = 1 0 0 m m 处，其热流密度最大，在 x = 2 0 0 m m 处，其热流密度最小，这说明加热炉的燃烧速度不同时，换热管越靠 近炉中心，单位时间内净换热量越多，远离中心，则反之。从图中还可以知道， 当加热炉在单位时间内消耗大于或等于o 9 5 k g 的液化气时，换热管的热流密度 增加缓慢，基本趋于稳定，这说明随液化气流量的增加，换热管的换热能力趋于 饱和，若再加大液化气的流量，在介质水流量一定的情况下，加热炉的热效率反 而下降。 百、 g 、_ 镪 相 器 器i 婆 鼬 藩； 辎 图2 1 0 不同工况下的换热管的热流密度分布 f i g 2 - 10t h eh e a td i s t r i b u t i o no ft u b ei nd i f f e r e n tc o n d i t i o n s 2 2 5 3 换热管在不同热负荷下的热效率分布 从图2 1 l 可以看出：换热效率随燃气燃烧速度( 燃烧负荷) 的变化不明显， 但是存在一定的依赖关系。在较低或较高热负荷时，换热效率均有下降的趋势， 存在一个较佳的热负荷，换热效率将达到最大值( 如工况3 ) 。从图中还可以看 出：从工况1 到工况2 ，加热炉的热效率呈上升的趋势，这说明加热炉的换热效 率还有上升的空间；当燃气燃烧速度增至工况3 时，换热管的换热能力其本趋于 2 5 第2 章加热炉的燃烧计算及实验研究 稳定，在继续对加热炉增加热负荷时，加热炉的热效率下降，但要高于工况1 和的工况2 ，这说明燃气燃烧速度增加一定的程度后，换热效率在下降，损失的 热量在增加。 离燃烧炉中心愈近，在较佳负荷附近，换热效率的值增加愈高。如工况3 ， 换热管从位置x = 2 0 0 m m 变到位置x = 1 5 0 m m 时，换热效率增加不明显；但换热 管从位置x = 1 5 0 m m 变到位置x = 1 0 0 m m 时，热效率增加了1 7 8 ，这说明离燃 烧中心位置越近，加热炉的换热效率越高。 燃气流量( k g h ) 图2 1 1 不l 司位置各个工况的热效翠图 f i g 2 11t h eh e a te f f i c i e n c yi ne v e r yc o n d i t i o n 2 2 5 4 介质水的流量对换热效率的影响 当加热炉的燃气燃烧速度一定时，提高介质水的流量，在一定程度上有利于 加热炉换热效率的提高，图2 1 2 是换热管在x = l o o m m 处且热负荷为工况3 时， 不同的水流量与换热效率关系的曲线。从图中还可以知道，当水的流量变化时， 存在一个较佳的流量值，高于或低于这个值，加热炉的换热效率有下降的趋势。 如水流量为4 0 l h ，其热效率达到了最大值( 为2 5 3 2 ) 。 2 6 硕士学位论文 图2 1 2 不同水流量时的热效率 f i g 2 12t h eh e a te f f i c i e n c yw i t hd i f f e r e n tw a t e rf l o w 2 2 5 5 不同工况下的排烟温度 如图2 1 3 是换热管在3 个不同的换热位置及五个不同的燃烧工况下的排烟 温度同燃气燃烧速度的关系。 图2 1 3 不同工况下，加热炉的排烟温度 f i g 2 13 t h ef l u eg a st e m p e r a t u r eo ff u m a c ei nd i f f e r e n tc o n d i t i o n s 从图2 1 3 中可知，随着燃气流量( 燃烧速度) 的增大，加热炉的排烟温度 呈上升趋势，当燃气速度等于o 8 8 k g h 时，换热管在三个不同位置的排烟温度 比较接近，其中换热管在x = l o o m m 处其排烟温度为7 2 3 k ( 最低) ，这说明在同 2 7 第2 章加热炉的燃烧计算及实验研究 一工况下，当管内的介质流量一定时，换热管在三个位置中存在一个较佳的排烟 温度。从图中还可以看出，换热管在x = 2 0 0 m m 时，加热炉的平均排烟温度要高 于其它两个位置，结合该位置的平均换热效率，说明换热效率低的位置其排烟温 度高，换热效率较高的位置其排烟温度较低。 排烟温度随燃气流量的增大而呈上升趋势与加热炉的结构有关系，加大换热 管的受热面或增力h d i l 热炉的对流段，加热炉的排烟温度必定有所下降。 2 3 本章小结 ( 1 ) 对模型试验加热炉的燃烧计算预设分析，设计、建立了燃烧加热炉试验装 置，并进行了不同燃烧工况、不同换热位置的试验研究，得到了不同的加 热介质流量下的宏观换热效果以及在燃烧加热炉内形成的燃烧温度场、湍 流流动场等变化规律。 ( 2 ) 在确保换热管道安全的前提下( 管壁上最高温度 乓，时，混合物由燃料和产物组成，即： 驴镣，m o = 0 ，m p = l - m f ( 3 - ， 当厂 岛时，混合物由氧化物和产物组成，即： 划，“一寿m p = 1 - m o ( 3 - 1 2 ) 式中，下标p 表示产品。 第3 章c f d 的基本原理及炉内热工过程数值模拟分析 燃料、空气、产物的平均质量分数通过使用一个混合分数的概率密度函数的假设形 式，从混合物分数g 的平均值和方差得到。在本模拟研究中，是采用的双5 随机函数： p ( s ) = a s ( f f ) + b a ( f 一只) ( 3 1 3 ) 式中：f = f + 口，f = f 一口；t 、b 及口由f 和g 决定，求得的燃气、空气及反应产物的 质量分数为： 触等，妒( s ) j s ( 3 - 1 4 ) 脚。= f m a x ( 1 - - ，o ) 尸( 厂) 妒 ( 3 1 5 ) s t = l m f m 。 ( 3 1 6 ) 为了使用双6 ，有必要知道混合物分数g 的方差，所以用方程为： 警+ v - ( p u o ) 川等+ 吼g l ) v g = c g l f l r ( v f ) 2 乜p 妻g ( 3 - 式中，c g 。和c g ：为模型常数；k 为湍流动能；占为耗散速率。 3 4 2 旋涡破碎模型( e b u ) c f x - - 4 描述湍流预混火焰的方程为s p a l d i n g 于1 9 7 1 年提出的旋涡破碎模型( e d d y b r e a k u p ) ，简称e b u 。该模型认为湍流燃烧区由未燃气和已燃气的微团组成，它们的 破碎导致这两种微团的迅速接触，并在二者的交界面上发生化学反应。因此，假定湍流 燃烧时化学反应的速率取决于未燃气和已燃气微团在湍流作用下破碎更小微团的速率， 即湍流燃烧过程由湍流混合过程来控制，因此湍流燃烧区化学反应过程快慢取决于湍流 混合过程的速率。 e b u 模型给出的计算二维边界层问题湍流燃烧速率的公式为 5 2 】： 一( _ d r = - - q - p 町- r 阁l o 云( 3 - 1 8 ) 也可以从k g 湍流模型得出瓦表达式： 0 9 r = 一c r p g j e l k ( 3 - 1 9 ) 式中g 、g 为常数；g ，为当地燃料质量分数脉动的均方值，即 g ，= 0 9 ； ( 3 - 2 0 ) 对于边界层类型的燃烧问题，常数c ，通常取为o 3 5 - - 0 4 。 3 2 硕士学位论文 e b u 模型假设燃料和氧化剂在瞬间不能并存，瞬时的质量分数以下列关系式由瞬时 的混合分数厂给出 5 3 。 当f 厶( 1 - y , o ) 时 k ：上掣，y o ：o ( 3 2 1 ) 1 f 一 1 一， 一u、j 1 s t 当厂 岛( 1 一k ) 时 巧地t o = i - k i f 且肛击 ( 3 - 2 2 ) 产物的质量分数由下式给出 _ = 1 一巧一匕一k ( 3 - 2 3 ) 式中，厂为瞬时质量分数；匕为燃烧反应产物的质量分数；k 为燃料质量分数；匕为氧 化剂质量分数；匕。是碳燃烧产生的含碳气体的质量分数；i 为燃料与氧化剂混合比。 采用即混即燃模型时，需要求解平均混合分数与混合分数厂的脉动值g 方程，即： 等以( 析) - v 睁尝h = 。( 3 - 2 4 ) 警毗时v 睁尝 v g - c g 鸺( v 7 ) 2 一c 9 2 p 丢g ( 3 - 2 5 ) 3 5 辐射模型 辐射换热是三种基本传热方式之一，在许多工业炉中，辐射换热是最为重要的换热 方式，约占9 0 以上 5 4 1 。在燃烧装置中，火焰的热辐射与火焰中介质的温度以及介质的 辐射吸收、散射能力有关，而介质的辐射、散射能力与辐射波长有关；另外，燃烧空间 中任意一点对空间中其它任一点都有辐射换热，燃烧装置的壁面通常对辐射具有反射作 用。辐射换热的这些特性，使得加热炉过程的数学模型研究都以求解辐射换热为主，并 且产生了许多求解辐射换热的数学模型。辐射模型研究的一个重要目标是准确求解温度 场。因为在工程热物理、燃